用于多点热源散热的低温回路热管启动特性研究

用于多点热源散热的低温回路热管启动特性研究

随着空间勘探技术的发展，空间勘探勘探矩阵的发展呈现出结构越来越复杂，震源分散分布的特点。空间热控制设计迫切需要解决各种分散光源的高效湿热问题。作为空间负荷热控制领域发展成熟的高效双相热元件，热量热量已广泛应用于空间负荷热控制领域。例如，作为传统槽管的改进，管道管道和液体管道完全分离，装置和检测器的结构灵活性多变，传输管道柔软，对重力的影响小，引起了国内外空间勘探领域的关注。国内对渠道热的研究包括运营机制、模型构建和结构研究的各个方面。最早的多蒸发器回路热管概念由Maydanik提出1单蒸发器回路热管模型与单蒸发器回路热管模型回路热管是利用气液两相相变进行热量高效传输的部件,工质从回路热管热端(蒸发器)吸热蒸发,经气体管路流至回路热管冷端(冷凝器)进行冷凝.多蒸发器回路热管是通过增加蒸发器个数实现向同一个冷凝器进行循环相变换热的传热部件.常用的多蒸发器回路热管实现方式有热耦合和气耦合两种方式.热耦合下的MeLHP各蒸发器回路独立流动,各回路同单回路热管一样保证单独的启动运行,在冷端通过相互的热传导实现热量交换.由于热传导过程存在热阻较大,换热效率低的缺点;气耦合则是指多个蒸发器共用冷凝器的同时,气液管线并联汇入同一回路,因而各回路之间存在工质交换,换热效率较高,此时各回路的热力状态会互相影响,其启动运行过程更加复杂.由于单一冷凝器提供冷源的情形下,各个点热源加热负载往往不同,在换热效率较低的热耦合方式下,热端的平衡温度各不相同,各蒸发器很难达到同一温度区间而同时满足控温需求.气耦合方式由于各支路间有工质的交换,各个蒸发器之间往往存在热分享而有一定的均温特性.实际应用考量下本研究选用气耦合方式进行MeLHP的设计.气耦合形式下的MeLHP按补偿器不同布置连接方式分为3种形式,如图1所示.(1)每个蒸发器对应各自的补偿器,但每个补偿器不与其他蒸发器直接连接.该形式的多蒸发器回路热管各回路补偿器和蒸发器互不约束,二者通过管线相连接,管路设计最为灵活,但补偿器冷凝液回流过程受到很大程度的影响.(2)每个蒸发器回路有各自补偿器,每个补偿器直接与其他蒸发器的补偿器相连.该形式下的多蒸发器回路热管特点为:各回路为典型的单蒸发器回路热管结构,适用于各蒸发器规整排列的形式,能最大程度保证补偿器对吸液芯的供液.(3)所有蒸发器共用一个共同的补偿器,补偿器单独布置控制各回路蒸发器的工作状态.该形式的多蒸发器回路热管类似于毛细泵流体回路CPL,便于对整个回路状态的统一调控.为保证多蒸发器回路热管具有高可靠性和实用性,同时便于启动运行规律的研究,采用了各蒸发器具有独立补偿器直接相连的方案,其结构示意如图2(a)所示.采用蒸发器补偿器一体化设计,3个蒸发器通过气液管线的并联接入共同回路中,实现同一个冷凝器的共用.工质在3个蒸发器受热蒸发为过热蒸气,经气体管线汇流后进入冷凝器冷凝,过冷液体流出后沿液体管线分流至各个补偿器,进入下一个循环.气耦合型独立补偿器直连的多蒸发器回路热管热力过程的P-T图如图2(b)所示,3个回路均正常稳定工作时,回路工质维持稳定的循环状态,图中各点状态在实际MeLHP中的结构对应图2(a)所标示的点.相较于单蒸发器LHP,由于加热负载的差异、毛细芯加工的随机性以及管路的不均匀布置,MeLHP中每个蒸发器对应的曲线有所区别.不同工况下的蒸发器内工质于饱和曲线不同位置发生相变(1、1′、1″),产生的过热蒸气在气体槽道内进一步受蒸发器管壳加热直至气体入口处(2、2′、2″),各管线蒸气过热度增加,压力减小,在总管线3点处交汇于同一热力状态,而后沿气体管线(3～4)流动,压力继续降低,而由于低温热管运行时环境漏热对气体管线有加热作用,沿气体管线工质温度持续升高.随后过热蒸气在冷凝器中冷凝(4～7),分别经历过热蒸气降温过程的过热段(4～5)、饱和蒸汽冷凝过程的两相段(5～6),以及冷凝液继续降温的过冷段(6～7).过冷液经液体管线(7～8)流动受流阻影响压力减少,受漏热影响温度升高,在分流点8处冷凝液分流至不同管路.由于管路结构、热端状态的影响,最终进入各补偿器入口(9、9′、9″)的流体状态不一,过冷液流入补偿器后受蒸发器漏热影响温度升高,直至毛细芯内表面(10、10′、10″),由于毛细芯内表面与补偿器热力状态一致,一般认为毛细芯内表面的工质到达了饱和状态.随后各回路工质在流过毛细芯到达毛细芯外表面弯月面处(11、11′、11″),该过程由于多孔结构流阻较大,蒸发器加热的影响,工质压力降低且产生一定过热度,最后在毛细芯外表面相变为气体,等温条件下压力产生跃迁.循环往复进行保证了MeLHP的稳定运行.设计的三蒸发器回路热管样机的实际结构及测点如图3所示,蒸发器单元壳体采用无氧铜为材料,毛细芯为烧结铜粉,气液管线均采用外径6mm,厚度1.5mm铜管.冷凝器采用涡旋嵌管式设计,将蛇形铜管嵌入铝板内槽道中,并联管路分流处采用三通接头连接.该回路热管以乙烷为换热工质,工作温区为170K,充液率依据单蒸发器LHP的经验值设计为0.6(本研究充液率是指回路热管在工作温区下液体体积占整个回路容积的比例).MeLHP实际加工装配的基本参数如表1所示.根据与冷凝器相对位置关系,由远至近将蒸发器编号为蒸发器1(E1)、蒸发器2(E2)、蒸发器3(E3),测点涵盖了每个支路的补偿器、蒸发器温度,气液管线温度,冷凝器及其进出口温度.获取低温的冷源采用脉管制冷机,冷头与MeLHP冷凝器通过安装冷板相耦合,为保证制冷机的正常运行,同时确保低温工况下尽可能减少环境漏热,实验于真空罐内进行,并在热管安装后包覆多层绝热材料(填充涤纶丝网的双面镀铝聚酯薄膜).MeLHP通过铂电阻PT1000进行温度测量,加热采用薄膜加热片,大小20mm×50mm,阻值20Ω,与蒸发器外壳紧密黏连.罐外数据采集仪和直流电源的引线经由罐体的接插件与罐内的温度测点和加热片相连.实验充分地保证每次实验的初始状态一致.低温工质充装采用液氮浴的方式,充装量偏差保持在±0.5g以内,充装完毕后置于室温环境足够长时间回温后再置于真空罐中安装.安装状态为水平状态,由于回路热管管线具有柔性,安装时应充分保证蒸发器自身以及蒸发器与冷凝器的相对水平,蒸发器补偿器自身两端管线竖直高度差不超过0.5mm,3个蒸发器相对位置竖直高度差最大不超过1mm,冷凝器与蒸发器最大竖直高度差不超过2mm.关罐后真空度低于102启动功能实验研究2.1热管及蒸发器工作原理为了比较多蒸发器回路热管(MeLHP)与单蒸发器回路热管(LHP)启动现象的异同,在MeLHP样机装配前,对所用的蒸发器装入LHP进行性能测试,充装工质同样为乙烷,充液率为0.6.其降温及启动过程曲线如图4所示.开启脉管制冷机开始降温,稳定制冷机输入功率150W(所有工况的降温过程制冷机开始的输入功率均为150W),冷端温度曲线开始下降.施加恒定加热功率5W后,热端温度经历大约10min的上升后开始下降,热管成功启动.由于该回路热管的补偿器与蒸发器采用一体式设计,施加热负载的蒸发器对补偿器及流入补偿器的过冷液体产生漏热,因而加热后,处于同一壳体下的蒸发器与补偿器温度几乎保持一致.同时,气体管线温度迅速上升,并且在降温过程中,气体管线温度最高,这一方面是由于气体管线温度反映了过热蒸气的温度,蒸发器由于受到漏热影响温度较低;另一方面在低温环境下,环境漏热对气体管线加热,也会导致气体管线温度的上升.降温过程大约持续120min后冷端到达170K温区,从温度曲线可以看出,在5W热负载工况下,单蒸发器回路热管LHP能够在温度缓慢降低的趋势下启动,启动过程温度曲线变化较为平稳.2.2单蒸发器加热与多蒸发器同时加热将3个蒸发器按设计方式与管线、冷凝器装配,在单蒸发器LHP的实验参照下进行MeLHP的启动特性研究.采用了单个蒸发器加热和多个蒸发器共同加热两种方式进行启动实验.图5(a)为依次对单蒸发器加热的多蒸发器回路热管降温启动过程,可以发现,开启制冷机后,回路热管冷凝器开始降温,冷凝器测点温度大幅下降,热端温度略微下降后保持平稳.冷凝器一端降至260K后,首先对E1施加5W加热功率,热端温度短暂上涨后迅速下降,温度变化较单蒸发器LHP更为剧烈.3个蒸发器中,首先下降的并非是受热负载的E1,E3由于更加靠近冷凝端而其温度率先下降,降温速率明显高于E1、E2.3条温度曲线以很高的重合度进行降温过程.可以发现,即便热负载只施加于单个蒸发器,未加热的E2和E3也在E1热负载的作用下完成相同启动过程,这说明了并联气耦合管路上的蒸发器的热量可以由受热蒸发器向未受热蒸发器分享.在冷凝器温度持续下降的过程中,将E1单独加热5W的热负载,依次切换至E2加热5W、E3加热5W的工况.可以发现,每当切换工况时,气体管线处测点温度会形成一次即时的温度波动,随后会随整个回路热管的蒸发器温度趋势继续降温.在小功率加热下,热管内工质流动流量较少.产生这些波动的原因是,低充液率条件下,热端蒸发的气体在气体管线聚集成气团,在切换工况的过程中,不同蒸发器受热导致了过热蒸气流向的改变,因此原有的热共享状态打破,影响了回路的正常流动.由于回路工质流量小,气体管线热量无法及时排散局部温度升高,此时局部降温存在一定滞后性,一段时间后,气流恢复稳定,在气耦合热分享的作用下,气线的热量重新分配给各路蒸发器,由于加热总功率没有改变,曲线保持了原有的降温趋势.可以看到,无论热负载施加在哪个蒸发器上,3条蒸发器曲线始终保持温度一致,因而单蒸发器加热工况下加热回路的选择对启动特性无影响.MeLHP在单蒸发器加热情形下能够快响应地完成降温启动过程.图5(b)为三蒸发器同时加热时MeLHP的启动过程曲线.制冷机开启约5min后,在漏热影响下开始了自启动过程,距离冷凝器较近的E3温度下降速率最快.冷凝器降至260K后开启加热,依次对各个蒸发器施加5W的加热功率,直至3个蒸发器同时加热5W.可以看到,选择先对E2加热各回路也同样有良好的热分享性,并且在两路加热、三路加热的工况变换下该热分享性不受影响,温度曲线始终不分离.因此,结合单蒸发器加热的实验曲线即可说明,三蒸发器加热顺序变化和加热方式变化不会影响三蒸发器间的热分享性,即不会对三蒸发器在启动过程中产生差异性的影响.然而,总功率大小变化会影响整体的降温速率.每增加一路蒸发器加热后,由于总功率的增加,回路内环流动工质的增加,3个蒸发器换热效率增加,3条温度曲线斜率同时增大,并且同单蒸发器加热工况一致,出现了气体管线温度小段的上升波动,波动后恢复至与蒸发器同温,热量先于气体管线中聚集后排散,这同样是工况变化后气体管线散热滞后性引起的.MeLHP在多蒸发器同时加热的情形下能够成功地降温启动.为了验证不同充液率条件下降温过程的异同,将充液率提升至0.7进行了启动试验,同样进行了单蒸发器加热和多蒸发器共同加热的启动过程.单蒸发器加热降温启动过程如图5(c)所示,制冷机开启后,对E3单独加热,加热后热端温度经历短暂上升后下降,进入启动状态,直至稳定.此时,较高充液率情形有所不同,其一表现在高充液率下,热端响应变慢,有明显温升过程,降温过程温度变化较为平稳,气体管线温度没有突然的波动,到达指定温度后,冷热端的稳定温差较低充液率时更大.其原因是在施加相同热负载时,高充液率的MeLHP由于回路内压力较高,相变过程中产生气体工质的体积小,因而气体管线呈两相状态,回路热管未完全启动,这就导致气体管线出口进入冷凝器的气体含量少或在进入冷凝器前已经全部液化,直接导致了冷凝器内发生极少的相变换热.由于单相换热效率低,因而整个回路冷热端温差较高.其二表现在整个过程中,3条蒸发器曲线并没有像低充液率时重合度很高,而是呈现一定的温差,受热回路的蒸发器E3温度略高于E1、E2,并且整个降温过程各蒸发器维持这一温差缓慢降温.这同样是由于在小功率加热条件下,热管不处于完全蒸发状态,气体管线没有形成气团的聚集,呈气液两相状态,因而相互间的热分享较低充液率条件下弱.同时液体存在时,管线漏热较大,导致了气体管线温度较蒸发器高并保持平稳.多蒸发器同时加热降温启动过程如图5(d)所示,对三蒸发器同时加热5W,加热开启后一段时间,热端温度开始缓慢下降.同时加热条件下,降温曲线依然符合由于充液率增大降温变缓的现象.由于总功率的增加,回路热管蒸发量增加,气体管线为连续的气相,此时漏热影响较小,因而气体管线在热分享性下保持与蒸发器同温,温度曲线几乎重合.2.3单蒸发器加热启动实验从图5的曲线可以看出,不同充液率不同加热方式下,降温启动过程中各蒸发器之间均表现出了良好的热分享特性.加热功率相同的条件下,低充液率和高充液率下三蒸发器的温度曲线均为几乎重合;单蒸发器加热条件下,低充液率仍保证了较高一致性,而高充液率下各蒸发器曲线出现分离,降温启动过程中蒸发器间保持稳定的温差,受热负载的回路温度略高.MeLHP的实验结果对比单蒸发器回路热管的启动过程,0.7充液率条件下的启动过程更符合单蒸发器的对照实验.其原因在于,正常符合设计条件的回路热管,在小功率加热启动过程中,热量往往不能满足完全蒸发条件,工质未达到完全流动的状态,参与循环的流量很小,蒸发器通常表现为不连续的小气泡接连逸出,气体管线未达到完全过热气体充盈的状态.同时加热时,每个蒸发器受相同热负载影响,产生气泡的大小、流速维持在相当水平,因而温度差别很小.而在单一加热情形下,受热蒸发器正常启动.未受热的蒸发器在受热蒸发器热分享下启动,在此种情况下热量分享的比例是有限的,不可能保持与受热回路完全一致的热力状态,温度理应偏低.而充液率不足的情况下,小功率加热的条件便使得各个蒸发器出口及相连管线充满过热蒸气,气体的扩散性和高速流动使回路热管在气耦合作用下各蒸发器的热力状态保持高度一致.此时由于循环的工质流量小,充液率不足的情况下,回路无法完全依靠冷凝液回流补液,因而此时蒸发器受补偿器漏热影响较小,这也正是低充液率时气体管线温度没有高于蒸发器温度的原因.对比还发现,对于各个工况的降温过程,均不同程度地出现了E3温度低于E1、E2的小段波动.其中,两种充液率下单蒸发器加热时E3曲线分离出现在开启加热后,而三蒸发器同时加热的工况曲线分离在开启加热前.这是MeLHP不同的初始工质分布状态造成的.工质充装后,实验设定先进行单蒸发器加热启动实验,后进行共同加热实验.单蒸发器加热启动实验降温时,热管由于没有运行过,各补偿器基本维持工质的均匀分布,因而加热前的自启动阶段3支路流量基本一致,维持相同温度.热负载施加后,回路内流量增加,非对称结构影响下,E3回路流量分配较多导致其换热效率的突增,随后在气耦合热分享的协调作用下,三回路温度趋于统一.而后进行的多蒸发器共同加热实验是热管运行过后的二次实验,由于热管运行过程中出现流量分配不均的特性,管线较短的E3会分配较多流量,自然回温状态下保持这一分配状态.因而二次实验时,在漏热驱动的自启动阶段便出现了E3温度曲线的分离,该分离在回路热管加热后同样由于热分享特性维持了随后各蒸发器温度的一致.因此,工质在各回路的初始分配状态会对启动过程产生影响,但由于气耦合条件下热分享的存在,由此产生的蒸发器降温速率不一的影响会被消除.此外,为了更加直观地描述不同启动过程的差异,将整合实验数据进行对比.针对各个启动过程中的热端响应特征,以回路热管加热后2h内蒸发器E1的温度变化为参考,各工况下的对比如图6所示.从该曲线可明显看出,无论何种工况,在冷端与热端有一定温差的前提下,加热都会加速回路热管内工质的流动,加速蒸发器与冷端的热交换而促进回路热管的启动过程.同时,由于各蒸发器之间有良好的热交换特性,MeLHP中每一路的蒸发器都能在热分享下完成启动过程,很好地继承了单蒸发器回路热管的启动特性,并且适用于LHP的“降温产生冷热端温差——施加热负载推动工质流动”的启动方式仍然适用于MeLHP.与0.6充液率条件相比较,0.7充液率下的MeLHP和0.6充液率的LHP在加热后蒸发器均在小段温升后降温,启动过程曲线的一致性相对较高.实验过程中,启动过程对应相同的操作,即开制冷机降到240K附近后开启加热.图6中可以看到,开始加热时,0.7充液率的MeLHP和0.6充液率的LHP温度较高,而0.6充液率的MeLHP充液率相对较低,这是因为开启制冷后,MeLHP冷端温度骤降,回路热管内部工质温度不一致导致密度不一致,工质会自发地向冷端流动和聚集,导致热端含气量增加,在一定环境漏热的影响下,低温回路热管易出现自启动现象,即未加热源热管内便产生工质的流动.而低充液率条件对自启动现象更加敏感,更易发生,因而其热端温度较低.我们发现对于常用的0.6充液率的LHP仍需要小功率加热,热端才有较大变化,从图6中可以看出MeLHP在0.7充液率条件下才能保证与其启动曲线的相似.对各个过程进行降温速率的比较,实验开始降温,各工况保持了相同的150W制冷机输入功率,而当冷端温度降低至200K以后,为保证该MeLHP热管最终稳定在设定温区170K,对制冷机功率进行了机动的调整.因此,本实验中考察降温速率为加热开启后蒸发器温度到达200K时间内的温度变化率,对MeLHP取多个蒸发器温